การเชื่อมต่อด้วยสลักเกลียวและการเชื่อมแบบยาว (AISC)

Mark D. Denavit และ Rick Mulholland จัดทำตัวอย่างการตรวจสอบนี้ในโครงการร่วมระหว่าง The University of Tennessee และ IDEA StatiCa

คำอธิบาย

การศึกษานี้นำเสนอการเปรียบเทียบระหว่างผลลัพธ์จาก วิธี Component-Based Finite Element (CBFEM) และวิธีการคำนวณแบบดั้งเดิมที่ใช้ในการปฏิบัติของสหรัฐอเมริกาสำหรับการเชื่อมต่อด้วยสลักเกลียวและการเชื่อมแบบยาวที่รับแรงที่ปลาย โดยมุ่งเน้นไปที่สภาวะขีดจำกัดของแรงเฉือนในสลักเกลียวสำหรับการเชื่อมต่อด้วยสลักเกลียวแบบยาว และการวิบัติของรอยเชื่อมสำหรับการเชื่อมแบบยาว โดยให้ความสำคัญเป็นพิเศษกับผลของความเครียดที่แตกต่างกันซึ่งทำให้เกิดการกระจายแรงที่ไม่สม่ำเสมอระหว่างตัวยึดและความเค้นที่ไม่สม่ำเสมอในรอยเชื่อมแบบฟิลเล็ตยาว นอกจากนี้ยังนำเสนอการเปรียบเทียบกับผลการทดลองด้วย

การคำนวณแบบดั้งเดิมดำเนินการตามข้อกำหนดสำหรับการออกแบบด้วยปัจจัยแรงและความต้านทาน (LRFD) ใน AISC Specification (AISC 2022) ผลลัพธ์ CBFEM ได้มาจาก IDEA StatiCa เวอร์ชัน 23.0 แรงที่อนุญาตสูงสุดถูกกำหนดโดยการปรับค่าแรงกระทำที่ป้อนเข้าซ้ำๆ ให้เป็นค่าที่โปรแกรมถือว่าปลอดภัย แต่หากเพิ่มขึ้นเล็กน้อย (0.1 kip) โปรแกรมจะถือว่าไม่ปลอดภัยเนื่องจากเกินขีดจำกัดความเครียดพลาสติก 5% หรือเกิน 100% ของอัตราการใช้งานสลักเกลียวหรือรอยเชื่อม การวิเคราะห์ประเภท DR สามารถช่วยระบุแรงที่อนุญาตสูงสุดได้ อย่างไรก็ตาม มีการประมาณค่าบางส่วนในการประเมินความต้านทานการออกแบบของจุดต่อ ดังนั้นผลลัพธ์ทั้งหมดในรายงานนี้จึงอ้างอิงจากการวิเคราะห์ประเภท EPS

ข้อกำหนดสำหรับการเชื่อมต่อด้วยสลักเกลียวและการเชื่อมแบบยาวใน AISC Specification

การทดลองและการวิเคราะห์การเชื่อมต่อด้วยสลักเกลียวและการเชื่อมแบบยาวที่รับแรงที่ปลายแสดงให้เห็นว่าความเค้นในสลักเกลียวและรอยเชื่อมไม่สม่ำเสมอ (Kulak et al. 2001, Miller 2003) ความเค้นในสลักเกลียวและรอยเชื่อมบริเวณปลายของการเชื่อมต่อมีค่ามากกว่าบริเวณกลาง การกระจายความเค้นตามความยาวขึ้นอยู่กับความแข็งของสลักเกลียวหรือรอยเชื่อมเทียบกับความแข็งของวัสดุที่เชื่อมต่อ AISC Specification จับพฤติกรรมนี้ด้วยการลดกำลังแบบง่าย

การเชื่อมต่อด้วยสลักเกลียว

กำลังการออกแบบ \(\phi R_n\) สำหรับสภาวะขีดจำกัดแรงเฉือนในสลักเกลียวถูกกำหนดไว้ใน AISC Specification Section J3.7 ดังนี้:

\[ \phi R_n = \phi F_{nv} A_{b} \]

โดยที่:

• \(\phi=0.75\)
• \(F_{nv}\) – ความเค้นเฉือนระบุของสลักเกลียว
• \(A_b\) – พื้นที่หน้าตัดระบุของสลักเกลียวส่วนที่ไม่มีเกลียว

AISC Specification Table J3.2 แสดงค่าความเค้นเฉือนระบุของตัวยึดและชิ้นส่วนเกลียว F_nv. เชิงอรรถ [c] ของตารางระบุว่า "สำหรับการเชื่อมต่อแบบรับแรงที่ปลายที่มีความยาวรูปแบบตัวยึดมากกว่า 38 in. (950 mm) ค่า F_nv จะต้องลดลงเหลือ 83.3% ของค่าในตาราง" และกำหนดความยาวตัวยึดว่าเป็น "ระยะสูงสุดขนานกับแนวแรงระหว่างแนวกึ่งกลางของสลักเกลียวที่เชื่อมต่อชิ้นส่วนสองชิ้นที่มีพื้นผิวสัมผัสหนึ่งพื้นผิว"

ความเค้นเฉือนระบุ F_nv เป็นเปอร์เซ็นต์ของความเค้นดึงประลัยของสลักเกลียว ­F_u และคำนวณตามคำอธิบายประกอบ AISC Specification ดังนี้:

• เมื่อเกลียวไม่อยู่ในระนาบแรงเฉือน

\[ F_{nv} = 0.563 F_u \]

• เมื่อเกลียวอยู่ในระนาบแรงเฉือน

\[ F_{nv} = 0.45 F_u \]

ตัวประกอบ 0.563 เท่ากับ 0.625 ซึ่งเป็นอัตราส่วนกำลังเฉือนต่อแรงดึง คูณด้วย 0.90 ซึ่งเป็นตัวประกอบลดความยาว ตัวประกอบ 0.45 คือ 80% ของ 0.563 และคำนึงถึงพื้นที่ที่ลดลงของส่วนที่มีเกลียว ตัวประกอบลดความยาว 0.90 คำนึงถึงความเครียดที่แตกต่างกันในการเชื่อมต่อที่มีความยาวถึง 38 in. หลังจากนั้นจะใช้ตัวประกอบลดความยาวเพิ่มเติม 0.833 สำหรับตัวประกอบลดรวม 0.90 × 0.833 = 0.75 สำหรับผลของความยาว ตัวประกอบลดเหล่านี้อ้างอิงจากการวิเคราะห์ทางสถิติของข้อมูลการทดสอบจากการเชื่อมต่อด้วยสลักเกลียวและหมุดย้ำ 79 รายการจากการทดลอง 11 รายการที่แตกต่างกัน (Tide, 2010)

การเชื่อมต่อด้วยการเชื่อม

กำลังการออกแบบ \(\phi R_n\) สำหรับสภาวะขีดจำกัดการวิบัติของรอยเชื่อมถูกกำหนดไว้ใน AISC Specification Section J2.4 ดังนี้:

\[ \phi R_n = \phi F_{nw} A_{we} k_{ds} \]

โดยที่:

• \(\phi\) – ตัวประกอบความต้านทาน
• \(F_{nw}\) – ความเค้นระบุของโลหะรอยเชื่อม
• \(A_{we}\) – พื้นที่ประสิทธิผลระบุของรอยเชื่อม
• \(k_{ds}\) – ตัวประกอบเพิ่มกำลังตามทิศทาง

ตัวประกอบเพิ่มกำลังตามทิศทาง k_ds คำนวณดังนี้:

\[ k_{ds} = (1.0+0.5 \sin^{1.5} \theta ) \]

โดยที่ \(\theta\) คือมุมระหว่างแนวแรงที่ต้องการและแกนตามยาวของรอยเชื่อม สำหรับการเชื่อมต่อที่ศึกษาในงานนี้ \(\theta = 0\) ดังนั้น \(k_{ds} = 1\) สำหรับการคำนวณแบบดั้งเดิม ใน IDEA StatiCa ค่า \(\theta\) ถูกกำหนดจากแรงลัพธ์ในแต่ละส่วนของรอยเชื่อมและอาจแตกต่างจากศูนย์ (เช่น เนื่องจากผล Poisson)

AISC Specification Table J2.5 ให้ค่า \(\phi\) และ F_nw สำหรับรอยเชื่อมที่รับแรงเฉือนเป็น 0.75 และ 0.60F_EXX­ ตามลำดับ โดยที่ F­_EXX คือกำลังจำแนกประเภทของโลหะเติม

พื้นที่ประสิทธิผลระบุของรอยเชื่อม A_we ถูกกำหนดสำหรับรอยเชื่อมฟิลเล็ตใน AISC Specification Section J2.2a ว่าเป็นความยาวประสิทธิผลคูณด้วยคอประสิทธิผล โดยคอประสิทธิผลคือระยะสั้นที่สุดจากรากถึงหน้าของรอยเชื่อม และความยาวประสิทธิผลคือความยาวของแนวกึ่งกลางของรอยเชื่อมตามแนวกึ่งกลางของระนาบผ่านคอ

AISC Specification Section J2.2b(d) กำหนดข้อจำกัดต่อไปนี้สำหรับความยาวประสิทธิผลของรอยเชื่อมฟิลเล็ตที่รับแรงที่ปลาย:

• สำหรับรอยเชื่อมฟิลเล็ตที่มีความยาวถึง 100 เท่าของขนาดรอยเชื่อม อนุญาตให้ใช้ความยาวประสิทธิผลเท่ากับความยาวจริง
• เมื่อความยาวของรอยเชื่อมฟิลเล็ตเกิน 100 เท่าของขนาดรอยเชื่อม ความยาวประสิทธิผลจะต้องกำหนดโดยคูณความยาวจริงด้วยตัวประกอบลด β ที่กำหนดดังนี้:

\[ \beta = 1.2-0.002 (l/w) \le 1.0 \]

โดยที่:

\( l \) – ความยาวจริงของรอยเชื่อมที่รับแรงที่ปลาย

\(w\) – ขนาดขาของรอยเชื่อม

• เมื่อความยาวของรอยเชื่อมเกิน 300 เท่าของขนาดขา w ความยาวประสิทธิผลจะต้องใช้ค่า 180w

ตามคำอธิบายประกอบ AISC Specification (AISC 2022) ตัวประกอบลด β เป็นการประมาณแบบง่ายของสูตรเอกซ์โพเนนเชียลที่อ้างอิงจากการทดสอบและแบบจำลอง Finite Element หลายปี และเทียบเท่ากับการลดที่กำหนดใน Eurocode (CEN 2005)

การเชื่อมต่อด้วยสลักเกลียวแบบยาว

เพื่อศึกษาผลของความเครียดที่แตกต่างกันต่อกำลังรวมของการเชื่อมต่อสำหรับการเชื่อมต่อด้วยสลักเกลียวแบบยาว จึงใช้การเชื่อมต่อแบบต่อตรงรับแรงดึงแบบง่าย การเชื่อมต่อประกอบด้วยแผ่นทดสอบที่ยึดด้วยสลักเกลียวระหว่างแผ่นรับแรงสองแผ่นโดยใช้สลักเกลียว A325 เส้นผ่านศูนย์กลาง 3/4 in. แถวเดียวในรูมาตรฐาน โดยเกลียวอยู่ในระนาบแรงเฉือน เพื่อศึกษาผลของความแข็งของแผ่นต่อการกระจายแรงไปยังสลักเกลียวแต่ละตัว จึงวิเคราะห์ความหนาของแผ่นทดสอบที่ 1/2 in., 1 in. และ 2 in. ความหนาของแผ่นรับแรงแต่ละแผ่นถูกกำหนดให้เป็นครึ่งหนึ่งของความหนาของแผ่นทดสอบ ความกว้างของแผ่นทั้งหมดคือ 12 in. มุมมองสามมิติของการเชื่อมต่อที่มีความหนาแผ่นทดสอบเท่ากับ 1 in. และความยาวการเชื่อมต่อเท่ากับ 27 in. แสดงในรูปที่ 1

รูปที่ 1 มุมมองสามมิติของการเชื่อมต่อแบบต่อตรงรับแรงดึง (ความหนาแผ่นทดสอบ = 1 in., ความยาวการเชื่อมต่อ = 27 in.)

การเชื่อมต่อได้รับการออกแบบให้วิบัติที่แรงเฉือนในสลักเกลียว เพื่อให้แน่ใจว่ากำลังเฉือนของสลักเกลียวควบคุมเหนือการครากและการวิบัติจากแรงดึงของแผ่น จึงใช้วัสดุกำลังสูงที่มี F_y = 100 ksi ถูกเลือกใช้สำหรับแผ่น การรับแรงแบกทานและการฉีกขาดที่รูสลักเกลียวได้รับการตรวจสอบแต่ออกแบบให้ไม่ควบคุมโดยการเลือกวัสดุและการจัดระยะห่างสลักเกลียวและระยะขอบที่เพียงพอ ระยะขอบในทิศทางของแรงคือ 2-1/2 in. และระยะห่างสลักเกลียวคือ 3 in. สำหรับการเชื่อมต่อทั้งหมด

มีการทดสอบการเชื่อมต่อสิบเจ็ดรายการ โดยความยาวเพิ่มขึ้นทีละ 3 in. ระหว่าง 3 in. ถึง 51 in. เนื่องจากระยะห่างสลักเกลียวคือ 3 in. เสมอ ความยาวการเชื่อมต่อจึงสอดคล้องกับจำนวนสลักเกลียวที่ใช้ (เช่น การเชื่อมต่อยาว 27 in. มีสลักเกลียว 10 ตัว) การเปรียบเทียบกำลังกับความยาวการเชื่อมต่อแสดงในรูปที่ 2 และการกระจายแรงเฉือนในสลักเกลียว (ในแต่ละระนาบแรงเฉือน) สำหรับความยาวการเชื่อมต่อ 12 in., 24 in., 36 in. และ 48 in. แสดงในรูปที่ 3

กำลังตาม AISC Specification เพิ่มขึ้นเชิงเส้นจนถึงความยาวการเชื่อมต่อ 36 in. หลังจากนั้นกำลังลดลงอย่างรวดเร็วเนื่องจากตัวประกอบลดความยาว 0.833 หลังจากจุดนี้ กำลังยังคงเพิ่มขึ้นเชิงเส้นอีกครั้ง กำลังของ IDEA StatiCa สอดคล้องกับกำลังของ AISC สำหรับความยาวการเชื่อมต่อที่สั้นกว่า แต่ต่างจากกำลังของ AISC การเพิ่มขึ้นของกำลังสำหรับการเชื่อมต่อที่ยาวกว่าใน IDEA StatiCa เป็นแบบไม่เชิงเส้น ระดับความไม่เชิงเส้นขึ้นอยู่กับความแข็งของแผ่น เนื่องจากความแข็งของสลักเกลียวและแผ่นถูกจำลองอย่างสมจริงใน IDEA StatiCa ซึ่งจับการกระจายแรงในสลักเกลียวที่ไม่สม่ำเสมอ

การกระจายแรงเฉือนในรูปที่ 3 แสดงผลของความเครียดที่แตกต่างกันต่อแรงในสลักเกลียวแต่ละตัวตามที่จับได้จากการวิเคราะห์ IDEA StatiCa และผลกระทบของความแข็งของแผ่นต่อผลนี้ แรงในสลักเกลียวที่ปลายของการเชื่อมต่อมีค่ามากที่สุดและลดลงเมื่อระยะห่างจากปลายการเชื่อมต่อถึงตำแหน่งของสลักเกลียวเพิ่มขึ้น ผลนี้ลดลงสำหรับแผ่นที่แข็งกว่า 

ด้วยการจำลองความแข็งของสลักเกลียวและแผ่นอย่างชัดเจนใน IDEA StatiCa ระดับการลดกำลังเนื่องจากผลของความยาวขึ้นอยู่กับขนาดของสลักเกลียวเทียบกับขนาดของแผ่นนอกเหนือจากรูปทรงของการเชื่อมต่อ การลดกำลังจริงยังขึ้นอยู่กับพารามิเตอร์เหล่านี้ด้วย (Kulak et al. 2001) การลดแบบง่ายใน AISC Specification ขึ้นอยู่กับความยาวการเชื่อมต่อเท่านั้น IDEA StatiCa แสดงการลดที่มากกว่าที่ระบุโดย AISC Specification ดังที่แสดงด้วยการเชื่อมต่อที่มีแผ่นทดสอบหนา 1/2 in. และการลดที่น้อยกว่าที่ระบุโดย AISC Specification ดังที่แสดงด้วยการเชื่อมต่อที่มีแผ่นทดสอบหนา 1 และ 2 in. สำหรับช่วงความยาวการเชื่อมต่อที่มากกว่า 38 in. จากผลลัพธ์เหล่านี้เห็นได้ชัดว่า IDEA StatiCa จับเจตนาของการลดผลของความยาวตามเชิงอรรถ [c] ของ AISC Specification Table J3.2 โปรดทราบว่าตัวประกอบลด 0.9 สำหรับผลของความยาวที่รวมอยู่ใน F_nv ถูกใช้อย่างอนุรักษ์นิยมใน IDEA StatiCa ดังนั้นสำหรับการเชื่อมต่อที่มีความยาวน้อยกว่า 38 in. ผลของความยาวจะถูกนับซ้ำโดยพื้นฐานใน IDEA StatiCa ครั้งหนึ่งด้วยตัวประกอบลด 0.9 และอีกครั้งโดยการจำลองการกระจายแรงที่ไม่สม่ำเสมอในกลุ่มสลักเกลียวอย่างชัดเจน อย่างไรก็ตาม ตัวประกอบลด 0.9 อาจคำนึงถึงผลอื่นๆ ด้วยและไม่ควรละเว้นโดยไม่มีการวิจัยเพิ่มเติม

รูปที่ 2 การเปรียบเทียบกำลังกับความยาวการเชื่อมต่อสำหรับการเชื่อมต่อแบบต่อตรงรับแรงดึงด้วยสลักเกลียว

รูปที่ 3 การกระจายแรงเฉือนในสลักเกลียวสำหรับความยาวการเชื่อมต่อ 12 in., 24 in., 36 in. และ 48 in. สำหรับความหนาแผ่นทดสอบ 1/2 in., 1 in. และ 2 in.

การเปรียบเทียบกับผลการทดลอง

เพื่อขยายการศึกษาการเชื่อมต่อด้วยสลักเกลียวแบบยาว ส่วนนี้รวมการเปรียบเทียบกับผลการทดลองที่เผยแพร่ก่อนหน้านี้ สำหรับการเปรียบเทียบเหล่านี้ ใช้คุณสมบัติวัสดุและรูปทรงที่วัดได้ซึ่งรายงานโดยนักทดลองในการคำนวณและการวิเคราะห์ กำลังเฉือนของสลักเกลียวที่รายงานโดยนักทดลองพบผ่านการทดสอบแรงเฉือนของสลักเกลียวตัวเดียวที่นำมาจากล็อตเดียวกับที่ใช้ในชิ้นทดสอบ ดังนั้นสำหรับการคำนวณแบบดั้งเดิม F_nv ถูกกำหนดให้เท่ากับ 0.9 เท่าของกำลังเฉือนสลักเกลียวที่รายงานเมื่อความยาวการเชื่อมต่อน้อยกว่าหรือเท่ากับ 38 in. และเท่ากับ 0.833 เท่าของค่านี้ (กล่าวคือ 0.75 เท่าของกำลังเฉือนสลักเกลียวที่รายงาน) เมื่อความยาวการเชื่อมต่อมากกว่า 38 in. สำหรับการวิเคราะห์ IDEA StatiCa แบบจำลองถูกกำหนดให้ค่า F_nv ที่ใช้ในการคำนวณกำลังสลักเกลียวเท่ากับ 0.9 เท่าของกำลังเฉือนสลักเกลียวที่รายงาน

สำหรับการคำนวณแบบดั้งเดิม ไม่ได้ใช้ตัวประกอบความต้านทาน สำหรับการวิเคราะห์ IDEA StatiCa ตัวประกอบความต้านทานสำหรับวัสดุ สลักเกลียว และรอยเชื่อมถูกตั้งค่าเป็น 1.0 ในการตั้งค่ามาตรฐาน

Bendigo et al. 1963

Bendigo et al. (1963) ดำเนินการทดสอบแรงดึงของการเชื่อมต่อแบบต่อตรงด้วยสลักเกลียว แผ่นสิบหกแผ่นที่มีความกว้างและความหนาต่างกันถูกรับแรงดึงระหว่างแผ่นรับแรงสองแผ่นผ่านสลักเกลียว A325 เส้นผ่านศูนย์กลาง 7/8 in. สองแถวในรูมาตรฐานเส้นผ่านศูนย์กลาง 15/16 in. ชิ้นทดสอบสี่ชิ้น D31, D41, D51 และ D61 วิบัติจากการฉีกขาดจากแรงดึงของแผ่น และชิ้นที่เหลือวิบัติจากแรงเฉือนในสลักเกลียวอย่างน้อยหนึ่งตัว รูปแบบการเชื่อมต่อทั่วไปสำหรับชิ้นทดสอบในการศึกษาแสดงในรูปที่ 4(a) และมุมมองสามมิติของแบบจำลอง IDEA StatiCa สำหรับชิ้นทดสอบ D101 แสดงในรูปที่ 4(b) คุณสมบัติรูปทรงและวัสดุของชิ้นทดสอบแสดงในตารางที่ 1

รูปที่ 4 (a) รูปแบบการเชื่อมต่อสำหรับการทดลองของ Bendigo et al. (Bendigo et al., 1963); (b) มุมมองสามมิติของแบบจำลอง IDEA StatiCa สำหรับชิ้นทดสอบ D101

ชิ้นทดสอบสิบหกชิ้นถูกจำลองใน IDEA StatiCa กำลังของการเชื่อมต่อแต่ละรายการยังถูกคำนวณตามการคำนวณแบบดั้งเดิมโดยใช้สมการ AISC Specification ด้วยคุณสมบัติวัสดุและรูปทรงที่วัดได้แต่ไม่มีตัวประกอบความต้านทาน ผลการเปรียบเทียบระหว่างกำลังจากการทดลอง P_exp กำลังจาก IDEA StatiCa P_IDEA และกำลังตาม AISC Specification P_AISC แสดงในตารางที่ 2 และรูปที่ 5

ขีดจำกัดความเครียดพลาสติก 5% ควบคุมกำลังของ IDEA StatiCa และการครากจากแรงดึงควบคุมกำลังของ AISC สำหรับชิ้นทดสอบทั้งหมด ทั้งกำลังของ IDEA StatiCa และ AISC ต่ำกว่ากำลังจากการทดลองอย่างมีนัยสำคัญ เนื่องจากในการทดสอบเชิงทดลอง รูปแบบการวิบัติจากการฉีกขาดจากแรงดึงและแรงเฉือนในสลักเกลียวเกิดขึ้นที่แรงกระทำหลังจากการครากของแผ่นเกิดขึ้นแล้ว การทดลองโดย Bendigo et al. (1963) ถูกรวมไว้ในการวิเคราะห์เพื่อพัฒนาตัวประกอบลดสำหรับผลของความยาวที่ปรากฏใน AISC Specification (Tide 2010) ดังที่เห็นในรูปที่ 3 ความแตกต่างของแรงในสลักเกลียวระหว่างสลักเกลียวที่ปลายและสลักเกลียวตรงกลางเพิ่มขึ้นเมื่อความหนาลดลง (กล่าวคือ ความแข็งของแผ่นลดลง) ชิ้นทดสอบที่แสดงการวิบัติของสลักเกลียวหลังจากการครากของแผ่กเกิดขึ้นแล้วอาจแสดงผลของความยาวที่เกินจริง

ตารางที่ 1 คุณสมบัติรูปทรงและวัสดุของชิ้นทดสอบสำหรับการทดลองของ Bendigo et al. (1963)

ตารางที่ 2 การเปรียบเทียบกับการทดลองของ Bendigo et al. (1963)

รูปที่ 5 การเปรียบเทียบกับการทดลองของ Bendigo et al. (1963)

Kulak and Fisher 1968

Kulak and Fisher (1968) ดำเนินการทดสอบแรงดึงของการเชื่อมต่อแบบต่อตรงด้วยสลักเกลียวแบบยาว ประกอบด้วยแผ่นทดสอบที่ยึดด้วยสลักเกลียวระหว่างแผ่นรับแรงสองแผ่นด้วยสลักเกลียว A490 แถวเดียวที่มีเส้นผ่านศูนย์กลาง 7/8 in. หรือ 1-1/8 in. การทดสอบเหล่านี้ยังถูกรวมไว้ในการวิเคราะห์เพื่อพัฒนาตัวประกอบลดสำหรับผลของความยาวที่ปรากฏใน AISC Specification (Tide 2010) แต่ต่างจากการทดสอบโดย Bendigo et al. (1963) ที่ใช้แผ่นกำลังสูง

ชิ้นทดสอบแปดชิ้นถูกกำหนดขนาดให้วิบัติจากแรงเฉือนในสลักเกลียวหรือการฉีกขาดของแผ่น ชิ้นทดสอบ J071, J131 และ J171 วิบัติจากการฉีกขาดของแผ่น และชิ้นทดสอบ J072, J132, J172, J251 และ J252 วิบัติจากแรงเฉือนในสลักเกลียว รูปแบบการเชื่อมต่อทั่วไปสำหรับชิ้นทดสอบในการศึกษาแสดงในรูปที่ 6(a) และมุมมองสามมิติของแบบจำลอง IDEA StatiCa สำหรับชิ้นทดสอบ J171 แสดงในรูปที่ 6(b) คุณสมบัติรูปทรงและวัสดุของชิ้นทดสอบแสดงในตารางที่ 3

รูปที่ 6 รูปแบบการเชื่อมต่อสำหรับการทดลองของ Kulak and Fisher (Kulak and Fisher, 1968); (b) มุมมองสามมิติของแบบจำลอง IDEA StatiCa สำหรับชิ้นทดสอบ J171

ชิ้นทดสอบถูกจำลองใน IDEA StatiCa กำลังของการเชื่อมต่อแต่ละรายการยังถูกคำนวณตามการคำนวณแบบดั้งเดิมโดยใช้สมการ AISC Specification ด้วยคุณสมบัติวัสดุและรูปทรงที่วัดได้ ผลการเปรียบเทียบระหว่างกำลังจากการทดลอง P_exp กำลังจาก IDEA StatiCa P_IDEA และกำลังตาม AISC Specification P_AISC แสดงในตารางที่ 4 และรูปที่ 7

กำลังของ IDEA StatiCa มีความอนุรักษ์นิยมเมื่อเปรียบเทียบกับการทดสอบเชิงทดลองในทุกกรณี กำลังของ IDEA StatiCa สอดคล้องกับกำลังของ AISC สำหรับชิ้นทดสอบ J071, J072, J131 และ J171 และมีค่ามากกว่ากำลังของ AISC สำหรับชิ้นทดสอบ J132, J172, J251 และ J252 ความยาวการเชื่อมต่อสั้นกว่า 38 in. สำหรับชิ้นทดสอบ J071 และ J072 ดังนั้นจึงไม่ใช้การลดกำลังเฉือนสลักเกลียว 83.3% สำหรับชิ้นทดสอบ J131 และ J171 ความยาวการเชื่อมต่อมากกว่า 38 in. แต่ความแข็งของแผ่น (กล่าวคือ พื้นที่หน้าตัด) มีค่าค่อนข้างน้อย ดังนั้นกำลังของ IDEA StatiCa จึงสอดคล้องหรือน้อยกว่ากำลังของ AISC เล็กน้อยสำหรับกรณีเหล่านี้ สำหรับชิ้นทดสอบ J132, J172, J251 และ J252 กำลังของ IDEA StatiCa มีค่ามากกว่ากำลังของ AISC เนื่องจากแผ่นมีความแข็งมากกว่า (กล่าวคือ พื้นที่หน้าตัดที่ใหญ่กว่า)

ตารางที่ 3 คุณสมบัติรูปทรงและวัสดุของชิ้นทดสอบสำหรับการทดลองของ Kulak and Fisher (1968)

ตารางที่ 4 การเปรียบเทียบกับการทดลองของ Kulak & Fisher (1968)

รูปที่ 7 การเปรียบเทียบกับการทดลองของ Kulak and Fisher (1968)

การเชื่อมต่อด้วยการเชื่อมแบบยาว

เพื่อศึกษาผลของการกระจายความเค้นที่ไม่สม่ำเสมอตามความยาวการเชื่อมต่อสำหรับรอยเชื่อมที่รับแรงดึง จึงใช้การเชื่อมต่อแบบต่อตรงด้วยการเชื่อมแบบง่าย การเชื่อมต่อประกอบด้วยแผ่นทดสอบที่เชื่อมระหว่างแผ่นรับแรงสองแผ่นด้วยรอยเชื่อมฟิลเล็ตที่ขอบแต่ละด้านของแผ่นรับแรง รูปแบบนี้ให้กลุ่มรอยเชื่อมที่รับแรงแบบศูนย์กลางโดยมีรอยเชื่อมทั้งหมดสี่แนวในการเชื่อมต่อ โปรดทราบว่าสำหรับการประเมินความยาวประสิทธิผลของรอยเชื่อม ความยาวรอยเชื่อมจริงของการเชื่อมต่อเท่ากับความยาวของรอยเชื่อมแนวเดียวในกลุ่ม

ขนาดรอยเชื่อม 3/16 in. (การเชื่อมต่อ A) และ 3/8 in. (การเชื่อมต่อ B) ได้รับการศึกษา การเชื่อมต่อถูกกำหนดขนาดและเลือกคุณสมบัติวัสดุให้สภาวะขีดจำกัดการวิบัติของรอยเชื่อมควบคุมเหนือการครากจากแรงดึงของแผ่นสำหรับการคำนวณแบบดั้งเดิม คุณสมบัติรูปทรงและวัสดุที่ใช้สำหรับการเชื่อมต่อแสดงในตารางที่ 5 และมุมมองสามมิติของการเชื่อมต่อ A ที่มีความยาวรอยเชื่อมเท่ากับ 18 in. แสดงในรูปที่ 8

ตารางที่ 5 คุณสมบัติรูปทรงและวัสดุสำหรับการเชื่อมต่อด้วยการเชื่อม

รูปที่ 8 มุมมองสามมิติของการเชื่อมต่อแบบต่อตรงด้วยการเชื่อม

สำหรับการเชื่อมต่อ A มีการทดสอบความยาวรอยเชื่อมสิบสี่ค่า โดยเพิ่มขึ้นทีละ 4 in. ระหว่าง 10 in. ถึง 62 in. สำหรับการเชื่อมต่อ B มีการทดสอบความยาวรอยเชื่อมสิบสามค่า โดยเพิ่มขึ้นทีละ 10 in. ระหว่าง 10 in. ถึง 130 in. การเปรียบเทียบกำลังกับความยาวรอยเชื่อมแสดงในรูปที่ 9 สำหรับการเชื่อมต่อ A และรูปที่ 11 สำหรับการเชื่อมต่อ B การกระจายความเค้นตามความยาวของรอยเชื่อมแสดงสำหรับความยาวรอยเชื่อมต่างๆ ในรูปที่ 10 สำหรับการเชื่อมต่อ A และรูปที่ 12 สำหรับการเชื่อมต่อ B

การเชื่อมต่อ A และ B แสดงพฤติกรรมที่คล้ายกัน สำหรับความยาวรอยเชื่อมที่สั้นกว่า กำลังของ IDEA StatiCa สอดคล้องกับการคำนวณแบบดั้งเดิมเป็นอย่างดี อย่างไรก็ตาม กำลังของ IDEA StatiCa มีความอนุรักษ์นิยมมากขึ้นเมื่อเปรียบเทียบกับการคำนวณแบบดั้งเดิมเมื่อความยาวรอยเชื่อมเพิ่มขึ้น กำลังจากการคำนวณแบบดั้งเดิมคงที่ที่ความยาวรอยเชื่อม 300w ซึ่งแสดงด้วยเส้นประแนวตั้งในรูปที่ 9 และรูปที่ 11 การกระจายความเค้นตามความยาวของรอยเชื่อมเป็นแบบไม่เชิงเส้นเนื่องจาก IDEA StatiCa จำลองความแข็งของรอยเชื่อมและแผ่นอย่างชัดเจน เนื่องจากสิ่งนี้และเนื่องจากความสัมพันธ์ระหว่างแรงกระทำและการเสียรูปที่ค่อนข้างอนุรักษ์นิยมที่ใช้ใน IDEA StatiCa สำหรับ รอยเชื่อมที่รับแรงในทิศทางตามยาว กำลังของ IDEA StatiCa จึงคงที่ที่ความยาวรอยเชื่อมที่สั้นกว่า 300w มาก ดังที่แสดงในรูปที่ 10 และรูปที่ 12 รอยเชื่อมที่สั้นกว่ามีการกระจายความเค้นที่ค่อนข้างสม่ำเสมอ โดยมีความเค้นสูงกว่าเล็กน้อยในส่วนที่ปลายของแนวรอยเชื่อม เมื่อความยาวรอยเชื่อมเพิ่มขึ้น การกระจายความเค้นตามแนวรอยเชื่อมจะไม่สม่ำเสมออย่างมีนัยสำคัญ โดยมีความเค้นสูงในส่วนปลายและความเค้นน้อยที่สุดบริเวณกลาง การเปลี่ยนแปลงอย่างรวดเร็วของการกระจายความเค้นที่เห็นในรูปที่ 10 และรูปที่ 12 สำหรับรอยเชื่อมที่ยาวกว่าอยู่ที่ขอบเขตระหว่างส่วนของรอยเชื่อมที่ยังคงยืดหยุ่นและส่วนของรอยเชื่อมที่เกิดการเสียรูปพลาสติก ขีดจำกัดกำลังรอยเชื่อมของ IDEA StatiCa ถูกกำหนดเมื่ออัตราการใช้งานของส่วนรอยเชื่อมที่มีความเค้นสูงสุดถึง 100% ดังนั้นสำหรับรอยเชื่อมที่ยาวกว่า อาจมีส่วนขนาดใหญ่ของแนวรอยเชื่อมที่มีความเค้นต่ำที่แรงกระทำที่สอดคล้องกับอัตราการใช้งาน 100% ของส่วนรอยเชื่อมที่มีความเค้นสูงสุด รูปแบบการกระจายความเค้นในการตรวจสอบตามมาตรฐานของ IDEA StatiCa แสดงพฤติกรรมไม่เชิงเส้นนี้และควรตรวจสอบเมื่อทำการตัดสินใจทางวิศวกรรมเกี่ยวกับกำลังรอยเชื่อมใน IDEA StatiCa

รูปที่ 9 กำลังกับความยาวรอยเชื่อมสำหรับการเชื่อมต่อ A

รูปที่ 10 การกระจายความเค้นตามความยาวของรอยเชื่อมสำหรับการเชื่อมต่อ A ที่มีความยาวรอยเชื่อม 18 in., 30 in., 42 in. และ 54 in. หน่วยเป็น ksi

รูปที่ 11 กำลังกับความยาวรอยเชื่อมสำหรับการเชื่อมต่อ B

รูปที่ 12 การกระจายความเค้นตามความยาวของรอยเชื่อมสำหรับการเชื่อมต่อ B ที่มีความยาวรอยเชื่อม 20 in., 40 in., 60 in. และ 80 in. หน่วยเป็น ksi

สรุป

การศึกษานี้ประเมินกำลังของการเชื่อมต่อด้วยสลักเกลียวและการเชื่อมแบบยาวโดยวิธีการคำนวณแบบดั้งเดิมที่ใช้ในการปฏิบัติของสหรัฐอเมริกาและ IDEA StatiCa ข้อสังเกตสำคัญจากการศึกษาได้แก่:

สำหรับการเชื่อมต่อด้วยสลักเกลียว:

• IDEA StatiCa จำลองความแข็งของสลักเกลียวและแผ่นอย่างชัดเจน ดังนั้นผลของความยาวจึงถูกจับโดยธรรมชาติจากกำลังที่ต้องการที่แตกต่างกันสำหรับสลักเกลียวแต่ละตัว และไม่ใช้ตัวประกอบลดแบบง่ายที่อ้างอิงเฉพาะความยาวการเชื่อมต่อใน AISC Specification
• กำลังใน IDEA StatiCa พบว่ามีความอนุรักษ์นิยมเมื่อเปรียบเทียบกับกำลังจากการคำนวณแบบดั้งเดิมสำหรับกรณีส่วนใหญ่
• กำลังใน IDEA StatiCa พบว่าสูงกว่ากำลังจากการคำนวณแบบดั้งเดิมสำหรับบางกรณีที่ความยาวการเชื่อมต่อเกิน 38 in. และใช้แผ่นที่หนากว่า
• กำลังจาก IDEA StatiCa พบว่ามีความอนุรักษ์นิยมเมื่อเปรียบเทียบกับการทดลองจริงที่ดำเนินการโดย Bendigo et al. (1963) และ Kulak and Fisher (1968)

สำหรับการเชื่อมต่อด้วยการเชื่อม:

• IDEA StatiCa จำลองความแข็งของรอยเชื่อมและแผ่นอย่างชัดเจน ดังนั้นผลของความยาวจึงถูกจับโดยธรรมชาติจากกำลังที่ต้องการที่แตกต่างกันสำหรับแต่ละส่วนของรอยเชื่อม และไม่ใช้ตัวประกอบลดแบบง่ายที่อ้างอิงเฉพาะอัตราส่วนความยาวรอยเชื่อมต่อขนาดรอยเชื่อมใน AISC Specification
• กำลังใน IDEA StatiCa พบว่ามีความอนุรักษ์นิยมเมื่อเปรียบเทียบกับกำลังจากการคำนวณแบบดั้งเดิมสำหรับกรณีที่ศึกษา
• กำลังใน IDEA StatiCa พบว่ามีความอนุรักษ์นิยมมากขึ้นสำหรับความยาวรอยเชื่อมที่ยาวกว่า เนื่องจากผลของการกระจายความเค้นแบบไม่เชิงเส้นระหว่างส่วนของรอยเชื่อมและความสัมพันธ์ระหว่างแรงกระทำและการเสียรูปที่ค่อนข้างอนุรักษ์นิยมสำหรับรอยเชื่อมที่รับแรงในทิศทางตามยาวที่ใช้ในการวิเคราะห์ IDEA StatiCa

เอกสารอ้างอิง

AISC (2022), Specification for Structural Steel Buildings, American Institute of Steel Construction, Chicago, IL.

Bendigo, R. A., Hansen, R. M., and Rumpf, J. L. (1963). "Long Bolted Joints." Journal of the Structural Division, ASCE, 89(6), 187–213.

CEN (2005), Eurocode 3: Design of Steel Structures, Comité Européen de Normalisation, Brussels, Belgium.

Kulak, G. L. and Fisher, J. W. (1968). "A514 Steel Joints Fastened by A490 Bolts." Journal of the Structural Division, ASCE, 94(10), 2303-2324.

Kulak, G. L., Fisher, J. W., Struik, J. H. A. (2001) "Guide to Design Criteria for Bolted and Riveted Joints" Second Edition, American Institute of Steel Construction, Chicago, IL.

Miller, D. K. (2003). "Fillet Welds that are 'Too Long.'" Modern Steel Construction, March.

Tide, R. H. (2010). "Bolt Shear Design Considerations." Engineering Journal, AISC, 47(1), 47-63.